69-1 厚さ(mm) 幅(mm) 長さ(mm) CFT(N/mm2 ) 床スラブ(N/mm2) V -N 無し - - - - -V-S 有り 85 1000 1450 - 33.5 C-N 無し - - - 40.2 -C-S 有り 85 1000 1450 40.6 20.7 試験体名 角形鋼管柱(BCR295) H形鋼梁(SN490B) コンク リート充 填の有無 床スラブ コンクリート圧縮強度 中空 充填 □-200×200×9 BH-300×120×6×12 床スラブ の有無 1450 1 0 0 0 柱（□-200×200×9，BCR295） 外ダイアフラム （PL-12，SN490B） 梁（BH-300×120×6×12， SN490B） 頭付きスタッド （φ13 h=60 @100） 鉄筋（SD295，D10，@100） 2 5 5 2 5 1 2 2 7 6 1 2 5 2 5 1 4 0 0 2 5 8 5 40 120 1 2 0 45° 1 2 0 45°
床スラブの付いた外ダイアフラム形式柱梁接合部の力学的挙動
竹内 卓也 1.はじめに 1995 年兵庫県南部地震をはじめとする大地震において， 鋼構造建築物の柱梁接合部に甚大な被害が生じた．その被 害の低減策として，分割外ダイアフラムなど，これまでに 多くの研究，提案がなされてきた．外ダイアフラム形式柱 梁接合部は柱内部に突起物が存在しないため，コンクリー ト充填鋼管（以下，CFT）にも適した接合法である． 実際の鋼構造建築物の床にはコンクリートスラブ（以下， 床スラブ）が採用されることが多く，床スラブの影響を考 慮した柱梁接合部に関する研究1)も行われている．しかし ながら，床スラブの影響を考慮した外ダイアフラム形式柱 梁接合部を対象とした研究は，これまで行われていない． そこで本研究では，床スラブの存在が外ダイアフラム形 式柱梁接合部の力学的挙動に与える影響を明らかにする ことを目的とし，中空柱および CFT 柱の場合についてト 字形部分架構試験体による載荷実験を行い，その結果を評 価するとともに，耐力評価法を検討する． 2. 実験概要 2.1 実験概要 図 1 に試験体形状を，表 1 に試験体一覧を，表 2 に鋼 材の機械的性質を示す．すべてト字形部分架構試験体であ り，実験変数は床スラブおよび充填コンクリートの有無で ある．柱，梁，外ダイアフラムの鋼種，形状は全試験体共 通であるが，床スラブ付きの試験体である V-S，C-S に関 しては直交梁を設けている．また設計上完全合成梁2)とす るため梁上に頭付きスタッドを取り付けている．すべての 試験体は接合部の降伏が先行するよう設計されている． 2.2 載荷および計測概要 図 2 に載荷装置を，図 3 に計測項目と変形の定義を示 す．図 2 のように梁先端部に取り付けた 500kN 油圧ジャ ッキにより上向きを正，下向きを負として正負交番繰返し 漸増載荷を行った．制御は層間変形角 R により行い，R= ±0.005，0.01，0.02，0.03，0.04rad の振幅で各 2 サイ クルおよび R=±0.05rad で明瞭な耐力低下（最大荷重の 90%程度）が見られるまで載荷した後，正方向に装置の限 界に達するまで載荷する．R は梁端（V1）および柱頭・ 柱脚（U・L）で計測した変位を用いて算出する（図 3）． 3. 実験結果と考察 3.1 梁端モーメント-梁回転角関係と破壊性状 図 4 に各試験体の梁端モーメント Mb－梁回転角bを， 図 6 に破壊性状を示す．ここで Mbは加力点と鋼管表面の 間の距離とジャッキ荷重の積で定義される値である．いず れの試験体も耐力低下が見られるまでは紡錘形の履歴性 状を示している． 試験体 V-N は R=0.05rad の 4 サイクル目で梁の下フラ ンジと外ダイアフラムの溶接部に亀裂が発生し（図 6(a)）， 明瞭な耐力低下が確認できたため，5 サイクル目に正側 に押し切った． (a) 平面図 （b）正面図 （c）ダイアフラム詳細 図 1 試験体形状 表 1 試験体一覧 板厚 12mm69-2 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 1 2 3 Mb(kNm) θ b(×10 -2rad) 正側 負側 正側 負側 正側 負側 正側 負側 正側 負側 正側 負側 V -N 20523 19376 0.79 0.74 179.6 -170.1 196.1 -199.9 196.5 1.00 0.98 V -S 41788 23244 1.61 0.89 205.2 -160.3 228.3 -199.2 229.5 1.01 0.99 C-N 24795 23011 0.98 0.91 205.9 -202.4 235.6 -232.1 211.4 0.90 0.91 C-V 33495 27409 1.33 1.08 237.0 -206.6 265.7 -250.3 235.3 0.89 0.84 V -S/V-N 2.04 1.20 - - - 1.14 0.94 1.16 1.00 - - - -C-S/C-N 1.35 1.19 - - - 1.15 1.02 1.13 1.08 - - - -試験体名 Ke(kNm/rad) -196.5 -211.4 26020 25272 Ke/Kcal jMye(kNm) jMpe(kNm) jMp(kNm) jMp/jMpe Kcal (kNm/rad) -400 -350 -300 -250 -200 -150 -100 -50 0 -3 -2 -1 0 Mb(kNm) θ b(×10 -2 rad) V-N V-S C-N C-S 降伏耐力 全塑性耐力 梁ウェブ SN490B 6.0 197,955 397 547 6.2 202,209 399 546 角形鋼管 BCR295 9.2 196,681 413 485 9.0 196,461 404 445 スラブ筋 SD295A － 177,562 328 488 － 189,447 354 515 降伏応力 (N/mm2) 引張強さ (N/mm2) 358 528 V -N，V -S C-N，C-S 引張強さ (N/mm2) 板厚 (mm) ヤング係数 (N/mm2) 531 12.1 181,216 外ダイアフラム 梁フランジ SN490B 12.0 205,431 377 部位 鋼種 板厚 (mm) ヤング係数 (N/mm2) 降伏応力 (N/mm2) V-N V-S C-N C-S 降伏耐力 全塑性耐力 試験体 V-S は R=0.05rad の 2 サイクル目に鋼管柱と下 側の外ダイアフラムの溶接部（図 6(b)）に亀裂が生じた． その後正側載荷時に床スラブの影響により中立軸位置が 上昇することによって，大きな引張力を受け，その亀裂が 大きくなり耐力が低下し，4 サイクル目に押し切った． 試験体 C-N は充填コンクリートの影響で，R=0.05rad の 2 サイクル目に梁フランジおよび梁ウェブ上部に局部 座屈が生じた．その後，5 サイクル目の負側載荷により梁 の上フランジ側に変形が集中し，梁の上フランジと外ダイ アフラムの接合部で破断し（図 6(c)），6 サイクル目に正 側に押し切った． 試験体 C-S は，R=-0.05rad の 1 サイクル目に梁ウェブ 下部に局部座屈が生じた．その後，床スラブの影響による 中立軸位置の上昇により， 4 サイクル目の正側載荷で梁 の下フランジと外ダイアフラムの接合部で破断し，そのま ま正側に押し切った．V-S および C-S は床スラブには正 側載荷時において支圧破壊が見られた（図 6(d)）． 3.2 骨格曲線 図 5 に各試験体の Mb－b関係の骨格曲線を，表 3 に各 試験体の実験値と計算値を示す．図 5 中には降伏耐力を▼， 全塑性耐力を●で示している．初期剛性は R=±0.005rad 時のピーク点と原点の割線剛性とし，降伏耐力，全塑性耐 力はそれぞれ初期剛性の 1/3，1/6 接線剛性時の耐力とし た． 表 2 鋼材の機械的性質 表 3 各試験体の実験値および計算値 （a）V-N （b）V-S （a）正側載荷時 （c）C-N （d）C-S （b）負側載荷時 図 4 梁端モーメント Mb－梁回転角b関係 図 5 骨格曲線 図 3 計測項目と変形の定義 ※Ke：初期剛性の実験値，Kcal：初期剛性の計算値，jMye：降伏曲げ耐力実験値，jMpe：全塑性曲げ耐力実験値，jMp：全塑性曲げ耐力計算値 図 2 載荷装置 1500 1 8 0 0 ピン ピンローラー 500kN 油圧ジャッキ 面外移動拘束材 ＋ － R b V1 U L -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 θb(×10-2rad) Mb(kNm) -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 θb(×10-2rad) -400 -300 -200 -100 0 100 200 300 400 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 M b(kNm) θ b(×10 -2rad) -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 θ b(×10 -2rad)
69-3 表 3 より，床スラブの存在により正側載荷時の初期剛性 が大きく上昇（中空柱の場合 2.04 倍，CFT 柱の場合 1.35 倍）したことがわかる．中空柱の試験体よりも CFT 柱の 試験体の初期剛性の上昇分が小さい一因として，CFT 柱 の試験体に用いた床スラブコンクリートのヤング係数が 中空柱の試験体よりも低いためだと考えられる．また，局 部変形の影響も考えられる．中空柱の場合，床スラブが付 くことによる圧縮側局部変形の抑制効果は大きいのに対 し，CFT 柱の場合は床スラブが無くとも充填コンクリー トの影響で圧縮側の局部変形が非常に小さいので，床スラ ブが付いても圧縮側の局部変形減少による剛性増大は小 さいためだと考えられる． 一方，負側載荷時では中空柱，CFT 柱とも初期剛性が 2 割程度上昇している．これはスラブ内の鉄筋や直交梁が 抵抗したためだと考えられる．耐力については，床スラブ の影響はほとんど見られなかった． また，表 3 中の Kcalは剛性の計算値を示しており，計算 値は床スラブを無視し，外ダイアフラムの存在領域に梁と 同一断面を仮定し，曲げ変形およびせん断変形を考慮した． 床スラブ付きの試験体の負側で計算値と実験値の比較を 行うと，計算値と実験値は比較的近い値となっている．本 研究の試験体は接合部降伏が先行するように設計されて おり，通常の構造設計通り梁端降伏を先行させる設計を行 えば，さらに剛性は上昇するものと考えられる．よって床 スラブの付いた外ダイアフラム形式柱梁接合部が負曲げ を受ける場合でも，剛接合とした場合とほぼ同等の剛性を 有する可能性があるといえる． 4. 耐力算定法 4.1 床スラブを考慮した接合部全塑性曲げ耐力 図 7 に床スラブを考慮した柱梁接合部解析モデルを示 す．文献 3)と同様の手法により図 7 に示すように中空柱， CFT 柱各 2 通りの解析モデルを仮定している．接合部全 塑性曲げ耐力式は接合部全塑性耐力（Pp，Ppc）および床 スラブの有効圧縮耐力（Cv，Cc）の大小関係により決定さ れる． まず，中空柱の場合の接合部全塑性曲げ耐力jMpは次式 で表される
．
Pp≦Cvの場合 Pp＞Cvの場合 また，Cvは次式で表される．
ここで，Pp：中空柱の接合部全塑性耐力，hs：スラブ厚中 心から下フランジ厚中心までの距離，Cv：中空における床 スラブの有効圧縮耐力，hb：梁フランジ中心間距離，fc： コンクリートの圧縮強度，ts：スラブ厚，D：柱幅である． 同様に CFT の接合部全塑性曲げ耐力は次式で表される． Ppc≦Ccの場合 Ppc＞Ccの場合 また，Ccは次式で示される． ここで，Ppc：CFT の接合部全塑性耐力，Cc：CFT 柱にお ける床スラブの有効圧縮耐力である．なお，コンクリート の支圧強さとして中空柱の試験体においては文献 2)より 1.3fcを，CFT 柱の試験体については文献 4)より 1.4fcを採 用する． 4.2 中空鋼管を対象とした接合部全塑性耐力の算定方法 中空の場合の全塑性曲げ耐力算定式である(1)式，(2)式 に含まれる接合部全塑性耐力 Ppは文献 5)と同じものとし， 次式で与える． ここで，x, κ：鋼管フランジの面外崩壊機構を決定づけ るパラメータ，t：鋼管板厚，a：外ダイアフラムの出寸法， b：梁フランジ縁から鋼管角部までの距離，：水平ハン チ角度，hd：外ダイアフラムせい，td：外ダイアフラム板 厚，σdy：外ダイアフラムの降伏応力，s：隅肉溶接脚長， D：鋼管外径，σcy：鋼管フランジの降伏応力である． ) 6 ( 4 . 1 f t D Cc c s dy d d p t h a b t x P 2 2 2 tan 4 1 ) tan 1 ( 4 2 3 2 ) 7 ( ) (log 4 2 2 2 2 cy e d t x t D x s t ) 4 ( s pc p jM P h
pc c
b ( 5) s c p jM C h P C h （a）V-N （b）V-S （c）C-N （d）床スラブ(C-S) 図 6 破壊状況 ) 1 ( h P Mp p s j
p v
b (2) s v p jM C h P C h ) 3 ( 3 . 1 f t D Cv c s69-4 （1）Pp≦Cv （2）Pp＞Cv （3）Ppc≦Cc （4）Ppc＞Cc Pp Pp Ppc Ppc Pp Cv Ppc Cc Pp- Cv Ppc- Cc hs hb κ x t d + 2 s d b -t d -2 s 降伏線 降伏場 x D-t-2x x 鋼管壁 P cc P cc 4.3 CFT 柱を対象とした接合部全塑性耐力の算定方法 4.3.1 崩壊機構 (4)式および(5)式に含まれる Ppcの算定方法について示 す．CFT 造柱梁接合部については鋼管壁において図 8 の ような崩壊機構を仮定する．中空鋼管の場合との違いは， 文献 5)では圧縮側フランジにおいては逆対称の崩壊機構 が形成されると想定しているが，本論で新しく示す崩壊機 構では充填コンクリートの存在により圧縮側フランジに おいては崩壊機構が形成されないと仮定している点であ る．外ダイアフラムに関しては中空柱の場合と同様に文献 5) の崩壊機構（図 8(a)）を採用する． 4.3.2 各部の応力仕事 外ダイアフラムの応力仕事は文献 5)と同様のものとし， 次式で与えられる． 図 8（b）に示す鋼管フランジの面外崩壊機構の応力仕 事は次式で表される． ここで，dc：D-t，db：梁フランジ中心間距離である． 4.3.3 崩壊荷重 崩壊荷重 Ppcは仮想仕事の原理より次式で与えられる． 上式に含まれる x，は上界定理より次式を解くことで 得られる． 上式より得られる x とを用いれば，CFT 柱を対象と した接合部全塑性耐力は次式で与えられる． 5. 実験値と計算値の比較 表 3 に実験値と計算値の比較を示す．なお，負側は床ス ラブを無視している．表 3 より中空柱の試験体 V-N，V-S は正側，負側共に実験値と計算値が良く一致しており，非 常に精度良く評価できていることが分かる．CFT 柱の試 験体では正負側共に 1 割程度の過少評価をしているもの の安全側の評価となり比較的良く評価できている． 6. まとめ 本研究では以下の知見が得られた． [1] 床スラブの付いた試験体は床スラブの付かない試験 体と比べ，特に正側載荷時において剛性および耐力 が上昇した． [2] 床スラブの存在により負側載荷時においても剛性が 上昇し，剛接合とした場合とほぼ同等の剛性を有す る可能性があることを示した． [3] 柱が中空および CFT の場合について，正曲げ時にお ける床スラブの影響を含めた全塑性曲げ耐力算定式 を誘導した． [4] 計算値は実験値を比較的精度良く評価できた． 参考文献 1) 吉敷祥一他：床スラブの影響を含めた柱梁接合部パネルの弾塑性挙動の考 察，日本建築学会構造系論文集，第75巻，第654号，1527-1536，2010.8. 2) 日本建築学会：各種合成構造設計指針・同解説，2010.11 3) 森田耕次他：箱形断面柱-H 形断面はり接合部のダイアフラム補強に関する 研究 - 接合部降伏耐力の評価-，日本建築学会構造系論文報告集，第388 号， pp.100-111，1988.6. 4) 日本建築学会：鋼構造限界状態設計指針・同解説，2010.02 5) 松尾真太朗他：外ダイアフラム形式角形鋼管柱梁接合部の設計式，日本建 築学会構造系論文集，第 618 号，pp.221-238，2007.8 Ppc 領域Ⅱ 領域Ⅰ hd x+t/2 x+t/2 D-t-2x hd a （a）外ダイアフラム （b）鋼管壁 図 8 崩壊機構 図 7 床スラブを考慮した柱梁接合部の解析モデル ) 2 ( 4 1 2 2 ) (log 2 2 2 s t d d x d x s t d b c c d e ) 13 ( 2 2 ) 2 ( ) 2 ( 2 ) 2 ( 2 2 2 2 2 cy c d b c d b t x x d s t d d s t d dy d d pc t h a b t x P 2 2 2 tan 4 1 ) tan 1 ( 4 2 3 2 ) 2 ( 4 1 2 2 ) (log 2 2 2 s t d d x d x s t W d b c c d e c s
